EP0521443B1 - Combustion plant for the spent liquor of a pulp digester with a control device for the drop size of the sprayed liquor - Google Patents

Combustion plant for the spent liquor of a pulp digester with a control device for the drop size of the sprayed liquor Download PDF

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EP0521443B1
EP0521443B1 EP92111021A EP92111021A EP0521443B1 EP 0521443 B1 EP0521443 B1 EP 0521443B1 EP 92111021 A EP92111021 A EP 92111021A EP 92111021 A EP92111021 A EP 92111021A EP 0521443 B1 EP0521443 B1 EP 0521443B1
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EP
European Patent Office
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waste liquor
ash
liquor
waste
Prior art date
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EP92111021A
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German (de)
French (fr)
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EP0521443A1 (en
Inventor
Herbert Dr. Furumoto
Olivera Dipl.-Ing. Marques
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Siemens AG
Original Assignee
Siemens AG
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Publication date
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23N—REGULATING OR CONTROLLING COMBUSTION
    • F23N5/00—Systems for controlling combustion
    • F23N5/003—Systems for controlling combustion using detectors sensitive to combustion gas properties
    • D—TEXTILES; PAPER
    • D21—PAPER-MAKING; PRODUCTION OF CELLULOSE
    • D21C—PRODUCTION OF CELLULOSE BY REMOVING NON-CELLULOSE SUBSTANCES FROM CELLULOSE-CONTAINING MATERIALS; REGENERATION OF PULPING LIQUORS; APPARATUS THEREFOR
    • D21C11/00—Regeneration of pulp liquors or effluent waste waters
    • D21C11/12—Combustion of pulp liquors
    • D—TEXTILES; PAPER
    • D21—PAPER-MAKING; PRODUCTION OF CELLULOSE
    • D21C—PRODUCTION OF CELLULOSE BY REMOVING NON-CELLULOSE SUBSTANCES FROM CELLULOSE-CONTAINING MATERIALS; REGENERATION OF PULPING LIQUORS; APPARATUS THEREFOR
    • D21C7/00—Digesters
    • D21C7/12—Devices for regulating or controlling
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F23—COMBUSTION APPARATUS; COMBUSTION PROCESSES
    • F23G—CREMATION FURNACES; CONSUMING WASTE PRODUCTS BY COMBUSTION
    • F23G5/00—Incineration of waste; Incinerator constructions; Details, accessories or control therefor
    • F23G5/44—Details; Accessories
    • F23G5/442—Waste feed arrangements
    • F23G5/446—Waste feed arrangements for liquid waste

Definitions

  • the invention relates to an operating method for combustion of leaching by using the bisulfite process operated pulp cookers are incurred, the waste liquor with predeterminable droplet size depending on the Ash quality is atomized, and one to carry out suitable incineration plant.
  • the liquid contains an acidic and a basic component.
  • Sulfuric acid H 2 SO 3 in dissociated form, i.e. H + and SO 3 - - ions, and dissolved SO 2 serve as the acidic component.
  • the basic component is in the form of a cation, for example as Ca ++ , Mg ++ , Na + or NH 4 + - cation, which serves to buffer the strong acids formed during cooking.
  • the waste liquor obtained is a suspension of water, the digestion chemicals or reaction products formed therefrom and solid or dissolved wood components. This waste liquor is to be disposed of in an energetically advantageous and environmentally friendly manner.
  • the waste liquor from a cellulose stove has in particular Because of their content of solid and dissolved wood components a significant calorific value. It has therefore proved advantageous, the leaching of pulp cookers preferably thermally in incinerators to dispose.
  • the waste heat released in this way can e.g. in Form of process steam returned and during further operation of the cellulose stove.
  • FR-A-2 506 898 is already an operating method for the combustion of chemical liquids, in particular also known from leaching during pulp cooking, the viscosity as the main control variable the liquid is used and depending on it one Nozzle for atomizing the liquid is set. The ash quality is visually recorded via the ash color essential setting parameters.
  • US-A-4 683 841 describes an operating method for combustion and reduction of leaching during pulp cooking, where the waste liquor is dusted onto a base and the thickness of which is on the Underlying layer used as a control variable becomes. The connection between Layer thickness, viscosity, density and the flow rate of the Exhaust liquor examined. For these factors there are comparatively complex relationships because of the layer thickness is always only a secondary variable. The mass flow goes as inverse root function in the control algorithm.
  • the invention is based on the object automatable operating method for the combustion of Specify waste liquor from a cellulose stove and one for it to create suitable incinerator.
  • Central Element is a waste gas incineration plant LVA, which the waste liquor from the ZK pulp cooker, particularly in a thickened state and preheated form is supplied.
  • the process cycle between the exit of the incinerator LVA and the Entrance of the ZK stove is by means of recovery of the Digestion chemicals from the gaseous and ashy combustion products the incinerator LVA closed.
  • the system of FIG. 1 contains a so-called cooking acid preparation KB in detail at the beginning of the process cycle.
  • Fresh water is fed via a feed 3 and the essential components for the preparation of the cooking acid for the cellulose cooker are fed via the feed 1, 2.
  • the feed 1, 2 In the example in FIG. 1 it is a pulp cooker operated according to the so-called bisulfite process.
  • magnesium oxide MgO as the basic component and sulfur dioxide SO 2 as the acidic component are supplied via lines 1, 2.
  • the cooking acid is formed.
  • the cooker is filled with wood chips via a feed 6 and then with cooking acid from the KB acid preparation via the feed 4.
  • a separate process steam supply 5 is often provided.
  • the one in the ZK pulp cooker The first batch of wood chips is the concentrated one Boiler waste liquor SLK discharged via a discharge 8. Furthermore, the finished boiled pulp is removed 7 fed to a so-called blow tank BL. This serves for rinsing the pulp. This is done by rinsing the tank supplied via a line 9. After the rinsing process the now diluted stove waste liquor SLV is rinsed out a drain 10 drained. Furthermore, the finished, rinsed Pulp removed from the blast tank BL via a discharge 11 will.
  • the concentrated, via the discharge 8 SLK boiler waste liquor taken directly from the ZK pulp boiler and the diluted, via the discharge 10 from the blow tank BL removed boiler waste liquor SLV fed to an evaporator ED.
  • This generates by means of heating steam, which via a line 12 is fed, thickened waste liquor SLD.
  • This is about a Exhaust 13 of the waste incineration plant LVA fed.
  • the Waste heat occurring during this thermal combustion can removed via a process steam discharge 14 and into the process circuit be returned. It is preferred to the pulp cooker ZK for the cooking of a subsequent batch of chips fed.
  • the combustion products KAG at the outlet 15 of the LVA waste incineration plant consist of flue gases and ash.
  • a closing electrostatic precipitator EF is used to separate the ash from the flue gas stream.
  • the powdered ash AS can be returned via a discharge 16 from the electrostatic filter EF to the cooking acid preparation KB.
  • the ash AS essentially consists of powdered magnesium oxide MgO.
  • the largely ash-free flue gas AG is passed on via a discharge 17 from the electrostatic precipitator EF to a washer W. This serves to wash out water-soluble, gaseous components. For this purpose, wash water is supplied via a line 18.
  • the resulting solution ASL can finally be returned to the cooking acid preparation KB at the entrance of the process circuit via a discharge 20.
  • the solution ASL is essentially an SO 2 solution with H + and SO 3 - ions.
  • the remaining, cleaned flue gas GAG is finally discharged into the atmosphere via a discharge 19 and a chimney K.
  • Digestion chemicals only have to be added via feeds 1, 2 to compensate for losses in the process cycle.
  • fresh magnesium oxide MgO and an aqueous sulfur dioxide solution SO 2 are metered in for this purpose.
  • an operating device is to intervene in the waste-gas incineration plant LVA in such a way that the cleaned residual smoke gas GAG at the outlet of the scrubber W is composed as far as possible only of the naturally occurring air components, ie in particular of N 2 , CO 2 and O 2 .
  • the operating device has a control device according to the invention for the droplet size in the waste liquor combustion boiler of the waste liquor incineration plant on. Furthermore, there is a setpoint generator for the control device provided, which consists of the actual value of the density, the calorific value and the mass flow of the waste liquor supplied a setpoint for the droplet size.
  • the operating device according to the invention accesses the waste incineration plant in this way LVA one that the ash AS almost completely hydratable is. In the example one according to the bisulfite process operated cooker, this has the advantage that the ash AS almost entirely of active, i.e. water soluble magnesium oxide MgO exists.
  • the invention and preferred first embodiments the same are further based on the block diagram of FIG 2 explained in more detail.
  • the waste-gas incineration plant LVA in the example in FIG. 2 has essentially a waste liquor combustion boiler LVK, which the preferred thickened waste liquor SLD via a preferably adjustable Atomizer nozzle ZD is supplied.
  • the degree of atomization the nozzle i.e. the current droplet size d in the Combustion boiler LVK atomized waste liquor can be preferred influenced by an atomizer vapor supply ZDZ will.
  • the leachate combustion boiler LVK is also preferred a preheater VW upstream, which by means of a Heating steam supply HD preheated the waste liquor SLD.
  • the preheated Waste liquor SLDV is fed into the combustion boiler via the atomizing nozzle ZD LVK atomized.
  • control device RE for the droplet size d of the waste liquor SLDV atomized in the boiler LVA.
  • the control device RE is also a setpoint generator TO connected upstream. This forms a setpoint d * for the Droplet size with the aid of the actual values of density D, the calorific value Ho and the mass flow m ⁇ of the waste liquor SLD in such a way after that the control signal X of the control device RE so the incinerator intervenes that the combustion products KAG at the outlet of the LVK boiler, the largest possible quantities of hydratable Starting materials for the recovery of the digestion chemicals contain.
  • the gain factors K1, K2, K3 are system-dependent, and are preferred when commissioning the system determined experimentally.
  • the actual values of the Density D and the mass flow m ⁇ the waste liquor from sensors provided, which at the entrance of the waste incineration plant LVA are installed in the pipes. These actual values are therefore online measurements.
  • the target value d * for the control device RE of the droplet size only characteristic values of the waste incineration plant LVA supplied waste liquor SLD.
  • the actual values of density D, calorific value Ho and mass flow m the waste liquor which is preferably by means of the above Equation 1 can be related to each other.
  • additional measurement variables can be used, which are formed at the outlet of the waste liquor combustion system, in particular by analysis of the gaseous and ash-shaped combustion products that are produced.
  • additional means for measuring the actual values of the nitrogen oxide and carbon monoxide contents NO x , CO of the flue gas KAG means for determining a measure for the so-called "ash quality" Q and a sensor for the combustion chamber temperature T F.
  • the measure of the ash quality Q essentially indicates the content of hydratable solids in the ash AS.
  • the amplification factors K4 ... K7 are strongly dependent on the system and are usually determined experimentally when they are put into operation.
  • the actual values of the nitrogen oxide and carbon monoxide contents NO x , CO and the furnace temperature T F are in turn made available by measuring sensors as on-line measured values.
  • the actual value of the ash quality Q on the other hand, it is often sufficient if it is determined by taking a sample in the form of a laboratory measurement.
  • the control device RE contains an atomization control ZR for the droplet size d of the spent liquor SLDV atomized in the waste liquor combustion boiler LVK. This generates an actuating signal X ZD for the adjustable pressure in an atomizer vapor supply ZDZ to an atomizer nozzle ZD for the waste liquor.
  • the droplet size can advantageously be regulated by influencing the pressure in the atomizer vapor supply for the atomizer nozzle.
  • the control signal X ZD of the atomization control ZR is dependent on the simulated setpoint d * for the droplet size and on the actual values of the mass flow m ⁇ of the waste liquor, the ash quality Q and the pressure difference dP between the waste liquor supply at the main inlet of the atomizer nozzle ZD and the atomizer vapor supply ZDZ am Auxiliary power input formed.
  • the atomization control ZR essentially has the task of setting the actual droplet size d in accordance with the setpoint d * simulated by the setpoint generator TO by presetting the pressure in the atomizer vapor supply for the atomizer nozzle ZD, and also to keep it constant when faults occur. Fluctuations in the mass flow m ⁇ of the waste liquor and in the quality Q of the ash AS as one of the combustion products of the LVK boiler are taken into account as essential disturbance variables of the system.
  • the control device RE for the droplet size d contains an additional viscosity control VR for the waste liquor.
  • This generates a control signal X HD for the pressure in a heating steam supply HD to a preheater VW for the waste liquor SLD at the entrance to the waste liquor combustion boiler LVK.
  • the control signal X HD is formed depending on the simulated setpoint d * for the droplet size and depending on the actual values of the mass flow m ⁇ , the density D and the temperature T of the preheated waste liquor SLDV.
  • the viscosity control VR also essentially has the task of tracking the actual value of the droplet size d to the target value d * and of keeping it constant when disturbance variables occur. In this case, fluctuations in the mass flow m ⁇ and the density D of the supplied waste liquor SLD are taken into account as the essential disturbance variables of the system.
  • An example of an ash analyzer AA for determining a measure of the ash quality Q is also already shown in the block diagram in FIG.
  • Part of the ash AS filtered out of the combustion products KAG of the waste-gas combustion boiler LVK via an electrostatic filter EF is fed to the ash analyzer AA for analysis.
  • the ash-free, cleaned flue gas AG at the outlet of the electrostatic precipitator EF is finally examined for its components by means of a flue gas analyzer GA.
  • the measured values for the carbon monoxide and nitrogen oxide contents CO, NO x are formed and fed to the setpoint generator TO.
  • the ash analyzer AA forms the measure of the ash quality Q after with the help of a measured value for the ash white B and a laboratory measurement for the content of hydratable Starting materials for the recovery of the digestion chemicals in the ashes.
  • too Ash white is an important factor. For example, is their value low, the ash contains too much unburned Carbon. The then gray color of the ashes indicates for incomplete combustion.
  • the operating device is optimized by adaptation the setpoint d * via the setpoint generator TO and / or the actual value d for the droplet size via the control device RE the combustion conditions.
  • the gain factors K8, K9 are in turn dependent on the respective design of the LVA incineration plant and the ash analyzer AA. They are usually used when the System determined experimentally.
  • the ash analyzer AA is supplied with further measured values in order to be able to determine the measure of the ash quality Q with even greater accuracy.
  • a measured value for the ash density D A and / or a measured value for the atomic mass ratio u of the ash and / or a measured value for the pH value of the ash can be taken into account as further auxiliary variables.
  • the ash whiteness, the atomic mass ratio or the pH value may be easier to measure than the laboratory measured value for the content of hydratable starting materials MgOa for the recovery of the digestion chemicals. For this reason, the summand K9 * MgOa in equation 3 can be replaced with the aid of one of the additional measured values or a function thereof.
  • the gain factors K8, K10 ... K12 are system-dependent and are usually determined experimentally when they are put into operation.
  • a mixer M is provided in the ash analyzer AA for determining the pH value of the ash AS, which mixer mixes some of the ash AS provided by the electrostatic filter EF with water.
  • the sensors for determining the atomic mass ratio u, the ash density D A , the ash white B and the pH are shown symbolically in the block diagram in FIG. 3 before and after the mixer M.
  • the atomic mass ratio u of the ash is usually determined by radioactive measurement of the atomic absorption coefficients.
  • the value u indicates the value of the magnesium content in the ash based on the carbon or oxygen content.
  • u Mg O Z.
  • FIG. 4 shows an advantageous embodiment of an atomization control ZR in the control device RE of the operating device according to the invention.
  • This contains a differential pressure regulator RP, to which the differential pressure dP between the supply of the preferably thickened and preheated waste liquor SLDV and the atomizer vapor ZDZ to the atomizer nozzle ZD is provided as an actual value.
  • the atomizer vapor is supplied as an auxiliary medium for atomizing the waste liquor.
  • the degree of atomization and thus the droplet size d of the atomized waste liquor can be influenced by regulating the pressure in the atomizer vapor supply ZDZ.
  • the differential pressure regulator RP emits an actuating signal X ZD for setting the pressure in the atomizer vapor supply ZDZ for the atomizer nozzle ZD.
  • the control signal X ZD is fed to a control valve ST2 in the supply for the atomizer vapor ZDZ in the process level PZ.
  • the atomization control ZR additionally has a differential pressure setpoint generator SP, which simulates the setpoint dP * for the differential pressure controller RP using a positive-linear characteristic curve from the actual value of the mass flow m ⁇ of the waste liquor.
  • the slope of the characteristic curve decreases as the actual value of the ash quality Q increases.
  • the characteristic curve is shifted downwards in parallel when the setpoint value d * of the droplet size increases.
  • the differential pressure setpoint generator SP and the differential pressure controller RP are arranged in a so-called process control level PL.
  • the signals X ZD and dP are preferably exchanged between the process level PZ and the process control level PL via input and output interfaces EAS.
  • FIG. 5 shows an advantageous embodiment for a viscosity control VR in the control device RE of the operating device according to the invention.
  • This contains a superimposed viscosity regulator RV, to which the viscosity n of the preferably thickened and preheated waste liquor SLDV is fed as an actual value after passing through the preheater VW.
  • the viscosity regulator RV issues a setpoint T * for the temperature T of the waste liquor to be preheated.
  • a subordinate leaching temperature controller RT connects to the higher-level viscosity controller RV.
  • the target value T * for the temperature T of the preheated waste liquor SLDV from the viscosity regulator RV and the temperature T of the waste liquor after passing through the preheater VW are supplied as actual values.
  • the exhaust temperature controller RT finally forms the control signal X HD for the pressure in the heating steam supply HD to the preheater VW.
  • the control signal X HD in the process level PZ is fed to a control valve ST1 in the heating steam supply HD.
  • the VR viscosity control also contains a viscosity setpoint generator SV, the setpoint n * for the superimposed RV viscosity regulator using a negative linear characteristic simulates the waste liquor SLD from the actual value of the mass flow.
  • the setpoint generator is designed so that the slope of the Characteristic curve with an increase in the actual value of the density D of the waste liquor decreases, and the characteristic curve when the setpoint increases d * of droplet size shifted upwards in parallel becomes.
  • the setpoint is taken into account d * for the droplet size and the actual value of the density D the waste liquor to compensate for disturbances.
  • the actual value of the viscosity n of the preheater VW Waste liquor SLD can on the one hand be measured. At another embodiment already shown in FIG. 5 the viscosity value n can also be determined with the help of the existing measurements are reproduced.
  • This is an actual viscosity value generator IV provided that the actual value n of Viscosity of the SLDV waste liquor after passing through the VW preheater by means of a negative-linear characteristic curve from the actual value of the Temperature T of the preheated waste liquor simulates SLDV.
  • the actual value generator is designed so that with an increase in Actual value of the density D of the waste liquor SLD before the preheater VW Slope of the characteristic curve decreases and this at the same time parallel is moved upwards.
  • she can either be in the form of discrete components or building blocks executed, or in a programmed form in one computer-aided process control system.
  • FIG. 1 Block diagram of recovery plant KB Cooking acid preparation MgO, 1 Magnesium oxide, metering (fresh MgO) SO 2 , 2 Sulfur dioxide, dosing (aqueous solution) H 2 O, 3 Fresh water, feed 4th Removal of ready cooking acid ZK Cellulose cooker 5

Abstract

The control device (RE) for the drop size (d) of the spent liquor (SLD) sprayed into a spent-liquor combustion vessel (LVK) in a spent-liquor combustion plant (LVA) is provided with an upstream set-value element (SO) for the drop size (d*). This set-value element re-forms the set value (d*) with the aid of measured values of the density (D), the calorific value (HQ) and the mass flow (FF) of the spent liquor. The nitrogen oxide (NOx) content and carbon monoxide content (CO) of the waste gas (AG), the ash quality (Q) and the combustion chamber temperature (TF) can be used as further measured parameters. The control system (RE) preferably includes a spray controller (ZR) which acts on a spraying steam feeder (ZDZ) to a spraying nozzle (ZD). In addition, a viscosity controller (VR) can be present which acts on a heating steam feeder (HD) to a preheater (VW) for the spent liquor (SLD). Finally, an ash analyser (AA) can be present which re-forms the ash quality (P), preferably from the ash whiteness (B) and the content of hydratable starting materials (MgOa). In this case, the density (DA), the atomic mass ratio (u) and the pH value of the ash can also be taken into account. <IMAGE>

Description

Die Erfindung betrifft ein Betriebsverfahren zur Verbrennung von Ablaugen, die bei nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochern anfallen, wobei die Ablauge mit vorgebbarer Tröpfchengröße in Abhängigkeit von der Aschequalität zerstäubt wird, und eine zur Durchführung des Verfahrens geeignete Verbrennungsanlage.The invention relates to an operating method for combustion of leaching by using the bisulfite process operated pulp cookers are incurred, the waste liquor with predeterminable droplet size depending on the Ash quality is atomized, and one to carry out suitable incineration plant.

Beim Betrieb von Zellstoffkochern wird pro Charge eine große Menge an sogenannter "Kochflüssigkeit", d. h. an Aufschlußchemikalien, benötigt. Diese fallen nach Abschluß der Kochung als Ablauge an und müssen entsorgt werden. Speziell wenn der Zellstoffkocher nach dem Bisulfit-Verfahren betrieben wird, enthält die Flüssigkeit eine saure und eine basische Komponente. Als saure Komponente dient schwefelige Säure H2SO3 in dissoziierter Form, also H+ und SO3 -- - Ionen, und gelöstes SO2. Die basische Komponente liegt in Form eines Kations vor, z.B. als Ca++, Mg++, Na+ oder NH4 + - Kation, welches zum Puffern der während der Kochung entstehenden starken Säuren dient. Nach Ablauf der Kochung einer Charge im Zellstoffkocher stellt die anfallende Ablauge eine Suspension aus Wasser, den Aufschlußchemikalien bzw. hieraus entstandenen Reaktionsprodukten und festen bzw. gelösten Holzbestandteilen dar. Diese Ablauge soll auf energetisch vorteilhafte und umweltschonende Weise entsorgt werden.When operating pulp cookers, a large amount of so-called "cooking liquid", ie digestion chemicals, is required per batch. After the end of the boiling process, these accumulate as waste liquor and must be disposed of. Especially if the pulp cooker is operated according to the bisulfite process, the liquid contains an acidic and a basic component. Sulfuric acid H 2 SO 3 in dissociated form, i.e. H + and SO 3 - - ions, and dissolved SO 2 serve as the acidic component. The basic component is in the form of a cation, for example as Ca ++ , Mg ++ , Na + or NH 4 + - cation, which serves to buffer the strong acids formed during cooking. After a batch has been boiled in the cellulose cooker, the waste liquor obtained is a suspension of water, the digestion chemicals or reaction products formed therefrom and solid or dissolved wood components. This waste liquor is to be disposed of in an energetically advantageous and environmentally friendly manner.

Die Ablauge eines Zellstoffkochers weist insbesondere auf Grund ihres Gehaltes an festen und gelösten Holzbestandteilen einen nennenswerten Heizwert auf. Es hat sich daher als vorteilhaft erwiesen, die Ablaugen von Zellstoffkochern bevorzugt in Verbrennnungsanlagen thermisch zu entsorgen. Die hierdurch freigesetzte Abwärme kann z.B. in Form von Prozeßdampf rückgeführt und beim weiteren Betrieb des Zellstoffkochers genutzt werden.The waste liquor from a cellulose stove has in particular Because of their content of solid and dissolved wood components a significant calorific value. It has therefore proved advantageous, the leaching of pulp cookers preferably thermally in incinerators to dispose. The waste heat released in this way can e.g. in Form of process steam returned and during further operation of the cellulose stove.

Schließt sich desweiteren eine sogenannte Rückgewinnungsanlage an, so können aus den Verbrennungsprodukten am Ausgang der Ablaugenverbrennungsanlage, d.h. aus dem Rauchgas und der Asche, die wesentlichen Komponenten der Aufschlußchemikalien zurückgewonnen werden. Durch Lösung dieser gas- bzw. ascheförmigen Komponenten in Wasser können große Mengen an Aufschlußchemikalien wieder aufbereitet und dem Prozeß, d.h. dem Zellstoffkocher, für die Bearbeitung weiterer Chargen erneut zugeführt werden.Also closes a so-called recovery plant from the combustion products at the exit the waste liquor incineration plant, i.e. from the flue gas and ash, the essential components of the digestion chemicals be recovered. By solving this Gaseous or ash components in water can be large Amounts of digestion chemicals reprocessed and the Process, i.e. the cellulose cooker, for processing further batches can be fed again.

Aus der FR-A-2 506 898 ist bereits ein Betriebsverfahren für die Verbrennung von chemischen Flüssigkeiten, insbesondere auch von Ablaugen bei der Zellstoffkochung, bekannt, bei der als wesentliche Regelgröße die Viskosität der Flüssigkeit herangezogen wird und davon abhängig eine Düse zum Zerstäuben der Flüssigkeit eingestellt wird. Dabei ist die visuell über die Aschefarbe erfaßte Aschequalität wesentlicher Einstellparameter. Daneben wird in der US-A-4 683 841 ein Betriebsverfahren zur Verbrennung und Reduktion von Ablaugen bei der Zellstoffkochung beschrieben, bei dem die Ablauge auf eine Unterlage aufgestäubt wird und bei dem die Dicke der sich dabei auf der Unterlage ausbildenden Schicht als Regelgröße herangezogen wird. Im einzelnen wird dazu der Zusammenhang zwischen Schichtdicke, Viskosität, Dichte und der Flußrate der Ablauge untersucht. Für diese Faktoren ergeben sich vergleichsweise komplexe Zusammenhänge, da die Schichtdicke immer nur eine Sekundärgröße ist. Der Massenstrom geht als inverse Wurzelfunktion in den Regelalgorithmus ein.FR-A-2 506 898 is already an operating method for the combustion of chemical liquids, in particular also known from leaching during pulp cooking, the viscosity as the main control variable the liquid is used and depending on it one Nozzle for atomizing the liquid is set. The ash quality is visually recorded via the ash color essential setting parameters. In addition, in US-A-4 683 841 describes an operating method for combustion and reduction of leaching during pulp cooking, where the waste liquor is dusted onto a base and the thickness of which is on the Underlying layer used as a control variable becomes. The connection between Layer thickness, viscosity, density and the flow rate of the Exhaust liquor examined. For these factors there are comparatively complex relationships because of the layer thickness is always only a secondary variable. The mass flow goes as inverse root function in the control algorithm.

Der Erfindung liegt demgegenüber die Aufgabe zugrunde, ein automatisierbares Betriebsverfahren zur Verbrennung von Ablauge eines Zellstoffkochers anzugeben und eine dafür geeignete Verbrennungsanlage zu schaffen.In contrast, the invention is based on the object automatable operating method for the combustion of Specify waste liquor from a cellulose stove and one for it to create suitable incinerator.

Die Aufgabe ist erfindungsgemäß durch die im Patentanspruch 1 angegebenen Verfahrensmerkmale und den im zugehörigen Vorrichtungsanspruch 2 angegebenen Sachmerkmale gelöst. Vorteilhafte Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Vorrichtung sind in den abhängigen Ansprüchen enthalten.The object is according to the invention in the claim 1 specified process features and those in the associated Device claim 2 specified characteristics solved. Advantageous embodiments of the invention Device are included in the dependent claims.

Die Erfindung wird desweiteren unter Zuhilfenahme der in den nachfolgend kurz angeführten Figuren dargestellten bevorzugten Ausführungsbeispielen näher erläutert. Dabei zeigt

FIG 1:
das Blockschaltbild eines Prozeßkreislaufes für die Aufschlußchemikalien, mit einem Zellstoffkocher, einer Ablaugenverbrennungsanlage und einer den Prozeßkreislauf schließenden Rückgewinnungsanlage,
FIG 2:
erste, bevorzugte Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung,
FIG 3:
das Blockschaltbild einer Ablaugenverbrennungsanlage mit weiteren Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung, welche eine Regeleinrichtung aus einer Zerstäubungs- und Viskositätsregelung und einen Ascheanalysator enthalten,
FIG 4:
eine vorteilhalfte Ausführungsform einer Zerstäubungsregelung in der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung, und
FIG 5:
eine vorteilhafte Ausführungsform einer Viskositätsregelung in der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung.
The invention is further explained with the aid of the preferred exemplary embodiments shown in the figures briefly listed below. It shows
FIG 1:
the block diagram of a process circuit for the digestion chemicals, with a cellulose cooker, a waste liquor incineration plant and a recovery plant closing the process circuit,
FIG 2:
first, preferred embodiments of the operating device according to the invention,
FIG 3:
2 shows the block diagram of a waste-gas incineration plant with further embodiments of the operating device according to the invention, which contain a control device comprising an atomization and viscosity control and an ash analyzer,
FIG 4:
an advantageous embodiment of an atomization control in the operating device according to the invention, and
FIG 5:
an advantageous embodiment of a viscosity control in the operating device according to the invention.

In FIG 1 ist ein geschlossener Prozeßkreislauf für die Aufschlußchemikalien eines Zellstoffkochers dargestellt. Zentrales Element ist dabei eine Ablaugenverbrennungsanlage LVA, welcher die Ablauge vom Zellstoffkocher ZK insbesondere in eingedickter und vorgewärmter Form zugeführt wird. Der Prozeßkreislauf zwischen dem Ausgang der Verbrennungsanlage LVA und dem Eingang des Kochers ZK wird durch Mittel zur Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien aus den gas- und ascheförmigen Verbrennungsprodukten der Verbrennungsanlage LVA geschlossen.1 shows a closed process cycle for the digestion chemicals of a cellulose stove. Central Element is a waste gas incineration plant LVA, which the waste liquor from the ZK pulp cooker, particularly in a thickened state and preheated form is supplied. The process cycle between the exit of the incinerator LVA and the Entrance of the ZK stove is by means of recovery of the Digestion chemicals from the gaseous and ashy combustion products the incinerator LVA closed.

Im Detail enthält die Anlage von FIG 1 am Anfang des Prozeßkreislaufes eine sogenannte Kochsäurebereitung KB. Dieser werden über eine Zuführung 3 Frischwasser und über die Zuführung 1, 2 die wesentlichen Komponenten zur Aufbereitung der Kochsäure für den Zellstoffkocher zugeführt. Im Beispiel der FIG 1 handelt es sich um einen nach dem sogenannten Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkocher. So werden über die Leitungen 1, 2 Magnesiumoxid MgO als basische Komponente und Schwefeldioxid SO2 als saure Komponente zugeführt. Nach deren Auflösung in dem über die Leitung 3 zugeführten Frischwasser entsteht die Kochsäure. Zur Zellstoffkochung wird der Kocher über eine Zuführung 6 mit Hackschnitzeln und anschließend über die Zuführung 4 mit Kochsäure aus der Kochsäurebereitung KB angefüllt. Ferner ist häufig eine separate Prozeßdampfzuführung 5 vorgesehen.The system of FIG. 1 contains a so-called cooking acid preparation KB in detail at the beginning of the process cycle. Fresh water is fed via a feed 3 and the essential components for the preparation of the cooking acid for the cellulose cooker are fed via the feed 1, 2. In the example in FIG. 1 it is a pulp cooker operated according to the so-called bisulfite process. Thus, magnesium oxide MgO as the basic component and sulfur dioxide SO 2 as the acidic component are supplied via lines 1, 2. After their dissolution in the fresh water supplied via line 3, the cooking acid is formed. For pulp boiling, the cooker is filled with wood chips via a feed 6 and then with cooking acid from the KB acid preparation via the feed 4. Furthermore, a separate process steam supply 5 is often provided.

Nach Ablauf der Kochung der jeweils im Zellstoffkocher ZK befindlichen Charge an Hackschnitzeln wird zunächst die konzentrierte Kocherablauge SLK über eine Abführung 8 abgelassen. Desweiteren wird der fertiggekochte Zellstoff über eine Abführung 7 einem sogenannten Blastank BL zugeführt. Dieser dient zur Spülung des Zellstoffes. Hierzu wird dem Tank Spülwasser über eine Leitung 9 zugeführt. Nach Ablauf des Spülvorganges wird die herausgespülte, nun verdünnte Kocherablauge SLV über eine Abführung 10 abgelassen. Ferner kann der fertige, gespülte Zellstoff über eine Abführung 11 aus dem Blastank BL entnommen werden.At the end of the cooking process, the one in the ZK pulp cooker The first batch of wood chips is the concentrated one Boiler waste liquor SLK discharged via a discharge 8. Furthermore, the finished boiled pulp is removed 7 fed to a so-called blow tank BL. This serves for rinsing the pulp. This is done by rinsing the tank supplied via a line 9. After the rinsing process the now diluted stove waste liquor SLV is rinsed out a drain 10 drained. Furthermore, the finished, rinsed Pulp removed from the blast tank BL via a discharge 11 will.

Zur Entsorgung werden die konzentierte, über die Abführung 8 direkt aus dem Zellstoffkocher ZK entnommene Kocherablauge SLK und die verdünnte, über die Abführung 10 aus dem Blastank BL entnommene Kocherablauge SLV einem Eindampfer ED zugeführt. Dieser erzeugt mittels Heizdampf, welcher über eine Leitung 12 zugeführt wird, verdickte Ablauge SLD. Diese wird über eine Abführung 13 der Ablaugenverbrennungsanlage LVA zugeführt. Die bei dieser thermischen Verbrennung auftretende Abwärme kann über eine Prozeßdampfabführung 14 entnommen und in den Prozeßkreislauf rückgeführt werden. Bevorzugt wird sie dem Zellstoffkocher ZK für die Kochung einer folgenden Charge von Hackschnitzeln zugeführt.For disposal, the concentrated, via the discharge 8 SLK boiler waste liquor taken directly from the ZK pulp boiler and the diluted, via the discharge 10 from the blow tank BL removed boiler waste liquor SLV fed to an evaporator ED. This generates by means of heating steam, which via a line 12 is fed, thickened waste liquor SLD. This is about a Exhaust 13 of the waste incineration plant LVA fed. The Waste heat occurring during this thermal combustion can removed via a process steam discharge 14 and into the process circuit be returned. It is preferred to the pulp cooker ZK for the cooking of a subsequent batch of chips fed.

Die Verbrennungsprodukte KAG an der Abführung 15 der Ablaugenverbrennungsanlage LVA bestehen aus Rauchgasen und Asche. Ein an schließendes Elektrofilter EF dient zur Abscheidung der Asche aus dem Rauchgasstrom. Die pulverförmige Asche AS kann über eine Abführung 16 vom Elektrofilter EF in die Kochsäurebereitung KB rückgeführt werden. Bei dem im Beispiel der FIG 1 nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkocher besteht die Asche AS im wesentlichen aus pulverförmigem Magnesiumoxid MgO. Das weitgehend aschefreie Rauchgas AG wird über einer Abführung 17 vom Elektrofilter EF zu einem Wäscher W weitergeleitet. Dieser dient zur Auswaschung wasserlöslicher, gasförmiger Bestandteile. Hierzu wird Waschwasser über eine Leitung 18 zugeführt. Die sich ergebende Lösung ASL kann schließlich über eine Abführung 20 wiederum in die Kochsäurebereitung KB am Eingang des Prozeßkreislaufes rückgeführt werden. Im Falle eines beispielhaft nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochers handelt sich bei der Lösung ASL im wesentlichen um eine SO2 - Lösung mit H+ und SO3 -- -Ionen. Das verbleibende, gereinigte Rauchgas GAG wird schließlich über eine Abführung 19 und einen Kamin K in die Atmosphäre abgelassen. Mit einem derart geschlossenen Prozeßkreislauf nach FIG 1 ist es möglich, einen großen Teil der zum Aufschluß der Hackschnitzelmasse im Zellstoffkocher ZK benötigten Aufschlußchemikalien rückzuführen. Über die Zuführungen 1, 2 müssen Aufschlußchemikalien lediglich zum Ausgleich von Verlusten im Prozeßkreislauf nachdosiert werden. Im Beispiel der FIG 1 werden hierzu frisches Magnesiumoxid MgO und eine wäßrige Schwefeldioxidlösung SO2 zudosiert.The combustion products KAG at the outlet 15 of the LVA waste incineration plant consist of flue gases and ash. A closing electrostatic precipitator EF is used to separate the ash from the flue gas stream. The powdered ash AS can be returned via a discharge 16 from the electrostatic filter EF to the cooking acid preparation KB. In the pulp cooker operated according to the bisulfite process in the example in FIG. 1, the ash AS essentially consists of powdered magnesium oxide MgO. The largely ash-free flue gas AG is passed on via a discharge 17 from the electrostatic precipitator EF to a washer W. This serves to wash out water-soluble, gaseous components. For this purpose, wash water is supplied via a line 18. The resulting solution ASL can finally be returned to the cooking acid preparation KB at the entrance of the process circuit via a discharge 20. In the case of a pulp cooker operated, for example, according to the bisulfite process, the solution ASL is essentially an SO 2 solution with H + and SO 3 - ions. The remaining, cleaned flue gas GAG is finally discharged into the atmosphere via a discharge 19 and a chimney K. With such a closed process cycle according to FIG. 1, it is possible to recycle a large part of the digestion chemicals required for the digestion of the wood chip mass in the cellulose boiler ZK. Digestion chemicals only have to be added via feeds 1, 2 to compensate for losses in the process cycle. In the example in FIG. 1, fresh magnesium oxide MgO and an aqueous sulfur dioxide solution SO 2 are metered in for this purpose.

Gemäß der Erfindung soll eine Betriebsvorrichtung derart auf die Ablaugenverbrennungsanlage LVA eingreifen, daß das gereinigte Restrauchgas GAG am Ausgang des Wäschers W möglichst nur noch aus den natürlich vorkommenden Luftbestandteilen zusammengesetzt ist, d.h. insbesondere aus N2, CO2 und O2.According to the invention, an operating device is to intervene in the waste-gas incineration plant LVA in such a way that the cleaned residual smoke gas GAG at the outlet of the scrubber W is composed as far as possible only of the naturally occurring air components, ie in particular of N 2 , CO 2 and O 2 .

Hierzu weist die Betriebsvorrichtung erfindungsgemäß eine Regeleinrichtung für die Tröpfchengröße der in den Ablaugenverbrennungskessel der Ablaugenverbrennungsanlage zerstäubten Ablauge auf. Desweiteren ist ein Sollwertgeber für die Regelvorrichtung vorgesehen, welcher aus dem Istwert der Dichte, des Heizwertes und des Massenstromes der zugeführten Ablauge einen Sollwert für die Tröpfchengröße nachbildet. Die erfindungsgemäße Betriebsvorrichtung greift derart auf die Ablaugenverbrennungsanlage LVA ein, daß die Asche AS nahezu vollständig hydratisierbar ist. Im Beispiel eines nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Kochers hat dies den Vorteil, daß die Asche AS nahezu vollständigt aus aktivem, d.h. wasserlöslichem Magnesiumoxid MgO besteht. Die Erfindung und bevorzugte erste Ausführungsformen derselben werden desweiteren an Hand des Blockschaltbildes von FIG 2 näher erläutet. For this purpose, the operating device has a control device according to the invention for the droplet size in the waste liquor combustion boiler of the waste liquor incineration plant on. Furthermore, there is a setpoint generator for the control device provided, which consists of the actual value of the density, the calorific value and the mass flow of the waste liquor supplied a setpoint for the droplet size. The operating device according to the invention accesses the waste incineration plant in this way LVA one that the ash AS almost completely hydratable is. In the example one according to the bisulfite process operated cooker, this has the advantage that the ash AS almost entirely of active, i.e. water soluble magnesium oxide MgO exists. The invention and preferred first embodiments the same are further based on the block diagram of FIG 2 explained in more detail.

Die Ablaugenverbrennungsanlage LVA im Beispiel der FIG 2 weist im wesentlichen einen Ablaugenverbrennungskessel LVK auf, dem die bevorzugt eingedickte Ablauge SLD über eine bevorzugt einstellbare Zerstäuberdüse ZD zugeführt wird. Der Zerstäubungsgrad der Düse, d.h. die aktuelle Tröpfchengröße d der in den Verbrennungskessel LVK zerstäubten Ablauge kann dabei bevorzugt mittels einer Zerstäuberdampfzuführung ZDZ beeinflußt werden. Bevorzugt ist dem Ablaugenverbrennungskessel LVK zusätzlich ein Vorwärmer VW vorgeschaltet, welcher mittels einer Heizdampfzuführung HD die Ablauge SLD vorgewärmt. Die vorgewärmte Ablauge SLDV wird über die Zerstäuberdüse ZD in den Verbrennungskessel LVK zerstäubt.The waste-gas incineration plant LVA in the example in FIG. 2 has essentially a waste liquor combustion boiler LVK, which the preferred thickened waste liquor SLD via a preferably adjustable Atomizer nozzle ZD is supplied. The degree of atomization the nozzle, i.e. the current droplet size d in the Combustion boiler LVK atomized waste liquor can be preferred influenced by an atomizer vapor supply ZDZ will. The leachate combustion boiler LVK is also preferred a preheater VW upstream, which by means of a Heating steam supply HD preheated the waste liquor SLD. The preheated Waste liquor SLDV is fed into the combustion boiler via the atomizing nozzle ZD LVK atomized.

Erfindungsgemäß ist eine Regeleinrichtung RE für die Tröpfchengröße d der in den Kessel LVA zerstäubten Ablauge SLDV vorgesehen. Der Regeleinrichtung RE ist desweiteren ein Sollwertgeber TO vorgeschaltet. Dieser bildet einen Sollwert d* für die Tröpfchengröße unter Zuhilfenahme der Istwerte der Dichte D, des Heizwertes Ho und des Massenstromes m ˙ der Ablauge SLD derart nach, daß das Stellsignal X der Regeleinrichtung RE so auf die Verbrennungsanlage eingreift, daß die Verbrennungsprodukte KAG am Ausgang des Kessels LVK möglichst große Mengen an hydratisierbaren Ausgangsstoffen für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien enthalten.According to the invention, there is a control device RE for the droplet size d of the waste liquor SLDV atomized in the boiler LVA. The control device RE is also a setpoint generator TO connected upstream. This forms a setpoint d * for the Droplet size with the aid of the actual values of density D, the calorific value Ho and the mass flow m ˙ of the waste liquor SLD in such a way after that the control signal X of the control device RE so the incinerator intervenes that the combustion products KAG at the outlet of the LVK boiler, the largest possible quantities of hydratable Starting materials for the recovery of the digestion chemicals contain.

Gemäß einer ersten, in FIG 2 bereits dargestellten Ausführungsform ist der Sollwertgeber TO derart aufgebaut, daß der Sollwert d* für die Tröpfchengröße mittels der Beziehung d* = K1*D + K2*Ho + K3*m nachgebildet wird, mit

K1...K3:
Verstärkungsfaktoren
D :
Istwert Dichte Ablauge
Ho:
Istwert Heizwert Ablauge
m ˙ :
Istwert Massenstrom Ablauge.
According to a first embodiment, already shown in FIG. 2, the setpoint generator TO is constructed in such a way that the setpoint d * for the droplet size is based on the relationship d * = K1 * D + K2 * Ho + K3 * m is replicated with
K1 ... K3:
Gain factors
D:
Actual density of waste liquor
Ho:
Actual calorific value waste liquor
m ˙:
Actual mass flow of waste liquor.

Die Verstärkungsfaktoren K1, K2, K3 sind dabei anlagenabhängig, und werden bevorzugt bei der Inbetriebnahme der Anlage experimentell ermittelt. Bevorzugt werden die Istwerte der Dichte D und des Massenstromes m ˙ der Ablauge von Meßgebern bereitgestellt, welche am Eingang der Ablaugenverbrennungsanlage LVA in die Rohrleitungen eingebaut sind. Diese Istwerte sind somit On-line-Meßwerte. Bei einer weiteren Ausführungsform ist es ausreichend, wenn der Istwert des Heizwertes Ho der Ablauge nicht als On-line-Meßwert, sondern lediglich als ein Labor-Meßwert zur Verfügung steht. Da der Heizwert normalerweise nur längerfristig Veränderungen ausgesetzt ist, ist es ausreichend, in regelmäßigen Zeitabständen eine Probe der Ablauge einer Laboruntersuchung zuzuführen.The gain factors K1, K2, K3 are system-dependent, and are preferred when commissioning the system determined experimentally. The actual values of the Density D and the mass flow m ˙ the waste liquor from sensors provided, which at the entrance of the waste incineration plant LVA are installed in the pipes. These actual values are therefore online measurements. In another embodiment it is sufficient if the actual value of the heating value Ho Waste liquor not as an on-line measured value, but only as one Laboratory reading is available. Because the calorific value normally is only exposed to changes in the long term, it is sufficient a sample of the waste liquor at regular intervals to undergo a laboratory test.

Gemäß der Erfindung ist es somit ausreichend, zur Nachbildung des Sollwertes d* für die Regeleinrichtung RE der Tröpfchengröße lediglich Kennwerte der der Ablaugenverbrennungsanlage LVA zugeführten Ablauge SLD heranzuziehen. Als Kennwerte dienen dabei die Istwerte der Dichte D, des Heizwertes Ho und des Massenstromes m der Ablauge, welche bevorzugt mittels der obigen Gleichung 1 zueinander in Beziehung gebracht werden.According to the invention, it is therefore sufficient for replication the target value d * for the control device RE of the droplet size only characteristic values of the waste incineration plant LVA supplied waste liquor SLD. Serve as characteristic values the actual values of density D, calorific value Ho and mass flow m the waste liquor, which is preferably by means of the above Equation 1 can be related to each other.

Gemäß einer weiteren, in FIG 2 bereits dargestellten Ausführungsform der Erfindung können zur weiteren Verbessungen der Sollwertnachbildung im Sollwertgeber TO zusätzlich Meßgrößen herangezogen werden, welche am Ausgang der Ablaugenverbrennungsanlage insbesondere durch Analyse der anfallenden gas- und ascheförmigen Verbrennungsprodukte gebildet werden. Im Beispiel der FIG 2 sind somit zusätzlich Mittel zur Messung der Istwerte der Stickoxid- und Kohlenmonoxidgehalte NOx, CO des Rauchgases KAG, Mittel zur Bestimmung einer Maßzahl für die sogenannte "Aschequalität" Q und ein Meßgeber für die Feuerraumtemperatur TF vorhanden. Diese Meßwerte werden dem Sollwertgeber TO zur nachbildung des Sollwertes d* der Tröpfchengröße zusätzlich zugeführt. Dabei gibt die Maßzahl für die Aschequalität Q im wesentlichen den Gehalt an hydratisierbaren Feststoffen in der Asche AS an.According to a further embodiment of the invention, which has already been shown in FIG. 2, to further improve the setpoint simulation in the setpoint generator TO, additional measurement variables can be used, which are formed at the outlet of the waste liquor combustion system, in particular by analysis of the gaseous and ash-shaped combustion products that are produced. In the example in FIG. 2 there are therefore additional means for measuring the actual values of the nitrogen oxide and carbon monoxide contents NO x , CO of the flue gas KAG, means for determining a measure for the so-called "ash quality" Q and a sensor for the combustion chamber temperature T F. These measured values are additionally fed to the setpoint generator TO to simulate the setpoint d * of the droplet size. The measure of the ash quality Q essentially indicates the content of hydratable solids in the ash AS.

Gemäß einer weiteren, in FIG 2 ebenfalls bereits dargestellten Ausführungsform ist der Sollwertgeber TO derart aufgebaut, daß der Sollwert d* für die Tröpfchengröße mittels der Beziehung d* = (K1*D + K2*Ho + K3*m) + (K4*NOx + K5*CO + K6*Q + K7*TF) nachgebildet wird, mit

K4...K7:
Verstärkungsfaktoren
NOX :
Stickoxidgehalt Rauchgas
CO :
Kohlenmonoxidgehalt Rauchgas
Q :
"Aschequalität"
TF :
Istwert Feuerraumtemperatur.
According to a further embodiment, which has also already been shown in FIG. 2, the setpoint generator TO is constructed such that the setpoint d * for the droplet size is based on the relationship d * = (K1 * D + K2 * Ho + K3 * m ) + (K4 * NO x + K5 * CO + K6 * Q + K7 * T F ) is replicated with
K4 ... K7:
Gain factors
NO X :
Nitrogen oxide content in flue gas
CO:
Carbon monoxide flue gas
Q:
"Ash quality"
T F :
Actual combustion chamber temperature.

Auch hier sind die Verstärkungsfaktoren K4...K7 stark anlagenabhängig, und werden in der Regel bei der Inbetriebnahme derselben experimentell ermittelt. Bei einer weiteren Ausführungsform werden die Istwerte der Stickoxid- und Kohlenmonoxidgehalte NOx, CO und der Feuerraumtemperatur TF wiederum von Meßgebern als On-line-Meßwerte zur Verfügung gestellt. Für den Istwert der Aschequalität Q ist es dagegen häufig ausreichend, wenn dieser über eine Probenentnahme in Form eines Labor-Meßwertes ermittelt wird.Here too, the amplification factors K4 ... K7 are strongly dependent on the system and are usually determined experimentally when they are put into operation. In a further embodiment, the actual values of the nitrogen oxide and carbon monoxide contents NO x , CO and the furnace temperature T F are in turn made available by measuring sensors as on-line measured values. For the actual value of the ash quality Q, on the other hand, it is often sufficient if it is determined by taking a sample in the form of a laboratory measurement.

Weitere Ausführungsformen der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung werden desweiteren unter Zuhilfenahme des Blockschaltbildes in FIG 3 näher erläutet.Further embodiments of the operating device according to the invention are further using the block diagram explained in more detail in FIG.

Gemäß einer weiteren Ausführungsform der Erfindung enthält die Regeleinrichtung RE für die Tröpfchengröße d der in den Ablaugenverbrennungskessel LVK zerstäubten Ablauge SLDV eine Zerstäubungsregelung ZR. Diese erzeugt ein Stellsignal XZD für den einstellbaren Druck in einer Zerstäuberdampfzuführung ZDZ zu einer Zerstäuberdüse ZD für die Ablauge. Gemäß dieser Ausführungsform kann die Tröpfchengröße vorteilhaft durch Beeinflussung des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung für die Zerstäuberdüse geregelt werden. Das Stellsignal XZD der Zerstäubungsregelung ZR wird dabei abhängig vom nachgebildeten Sollwert d* für die Tröpfchengröße und abhängig von den Istwerten des Massenstromes m ˙ der Ablauge, der Aschequalität Q und der Druckdifferenz dP zwischen der Ablaugenzuführung am Haupteingang der Zerstäuberdüse ZD und der Zerstäuberdampfzuführung ZDZ am Hilfsenergieeingang gebildet. Die Zerstäubungsregelung ZR hat im wesentlichen die Aufgabe, die tatsächliche Tröpfchengröße d entsprechend dem vom Sollwertgeber TO nachgebildeten Sollwert d* durch Vorgabe des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung für die Zerstäuberdüse ZD einzustellen, und auch beim Auftreten von Störungen konstant zu halten. Als wesentliche Störgrößen des Systems werden Schwankungen im Massenstrom m ˙ der Ablauge und in der Qualität Q der Asche AS als eines der Verbrennungsprodukte des Kessels LVK berücksichtigt.According to a further embodiment of the invention, the control device RE contains an atomization control ZR for the droplet size d of the spent liquor SLDV atomized in the waste liquor combustion boiler LVK. This generates an actuating signal X ZD for the adjustable pressure in an atomizer vapor supply ZDZ to an atomizer nozzle ZD for the waste liquor. According to this embodiment, the droplet size can advantageously be regulated by influencing the pressure in the atomizer vapor supply for the atomizer nozzle. The control signal X ZD of the atomization control ZR is dependent on the simulated setpoint d * for the droplet size and on the actual values of the mass flow m ˙ of the waste liquor, the ash quality Q and the pressure difference dP between the waste liquor supply at the main inlet of the atomizer nozzle ZD and the atomizer vapor supply ZDZ am Auxiliary power input formed. The atomization control ZR essentially has the task of setting the actual droplet size d in accordance with the setpoint d * simulated by the setpoint generator TO by presetting the pressure in the atomizer vapor supply for the atomizer nozzle ZD, and also to keep it constant when faults occur. Fluctuations in the mass flow m ˙ of the waste liquor and in the quality Q of the ash AS as one of the combustion products of the LVK boiler are taken into account as essential disturbance variables of the system.

Bei einer weiteren, in FIG 3 bereits dargestellten Ausführungsform der Erfindung enthält die Regeleinrichtung RE für die Tröpfchengröße d eine zusäztliche Viskositätsregelung VR für die Ablauge. Diese erzeugt ein Stellsignal XHD für den Druck in einer Heizdampfzuführung HD zu einem Vorwärmer VW für die Ablauge SLD am Eingang des Ablaugenverbrennungskessels LVK. Das Stellsignal XHD wird dabei abhängig vom nachgebildeten Sollwert d* für die Tröpfchengröße und abhängig von den Istwerten des Massenstromes m ˙, der Dichte D und der Temperatur T der vorgewärmten Ablauge SLDV gebildet. Die Viskositätsregelung VR hat ebenfalls im wesentlichen die Aufgabe, den Istwert der Tröpfchengröße d dem Sollwert d* nachzuführen, und bei Auftreten von Störgrößen konstant zu halten. Als wesentliche Störgrößen des Systems werden in diesem Fall Schwankungen im Massenstrom m ˙ und der Dichte D der zugeführten Ablauge SLD berücksichtigt. In a further embodiment of the invention, already shown in FIG. 3, the control device RE for the droplet size d contains an additional viscosity control VR for the waste liquor. This generates a control signal X HD for the pressure in a heating steam supply HD to a preheater VW for the waste liquor SLD at the entrance to the waste liquor combustion boiler LVK. The control signal X HD is formed depending on the simulated setpoint d * for the droplet size and depending on the actual values of the mass flow m ˙, the density D and the temperature T of the preheated waste liquor SLDV. The viscosity control VR also essentially has the task of tracking the actual value of the droplet size d to the target value d * and of keeping it constant when disturbance variables occur. In this case, fluctuations in the mass flow m ˙ and the density D of the supplied waste liquor SLD are taken into account as the essential disturbance variables of the system.

Im Blockschaltbild der FIG 3 ist ebenfalls bereits ein Beispiel für einen Ascheanalysator AA zur Bestimmung einer Maßzahl für die Aschequalität Q dargestellt. Dem Ascheanalysator AA wird ein Teil der über einen Elektrofilter EF aus den Verbrennungsprodukten KAG des Ablaugenverbrennungskessels LVK ausgefilterten Asche AS zur Analyse zugeführt. Das aschefreie, gereinigte Rauchgas AG am Ausgang des Elektrofilters EF wird schließlich mittels eines Rauchgasanalysators GA auf seine Bestandteile hin untersucht. Hierbei werden die Meßwerte für die Kohlenmonoxid- und Stickoxidgehalte CO, NOx gebildet und dem Sollwertgeber TO zugeführt.An example of an ash analyzer AA for determining a measure of the ash quality Q is also already shown in the block diagram in FIG. Part of the ash AS filtered out of the combustion products KAG of the waste-gas combustion boiler LVK via an electrostatic filter EF is fed to the ash analyzer AA for analysis. The ash-free, cleaned flue gas AG at the outlet of the electrostatic precipitator EF is finally examined for its components by means of a flue gas analyzer GA. The measured values for the carbon monoxide and nitrogen oxide contents CO, NO x are formed and fed to the setpoint generator TO.

Gemäß einer in FIG 3 bereits dargestellten Ausführungsform bildet der Ascheanalysator AA die Maßzahl der Aschequalität Q nach unter Zuhilfenahme eines Meßwertes für die Ascheweiße B und eines Labormeßwertes für den Gehalt an hydratisierbaren Ausgangsstoffen für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien in der Asche. Für die Aschequalität ist auch die Ascheweiße ein wichtiger Faktor. Ist beispielsweise deren Wert gering, so enthält die Asche einen zu großen Anteil von unverbranntem Kohlenstoff. Die dann graue Färbung der Asche deutet auf eine unvollständige Verbrennung hin. Die erfindungsgemäße Betriebsvorrichtung optimiert in diesem Fall durch Anpassung des Sollwertes d* über den Sollwertgeber TO und/oder des Istwertes d für die Tröpfchengröße über die Regeleinrichtung RE die Verbrennungsbedingungen. Ist in einem anderen Fall der Wert der Ascheweiße B sehr groß, so deutet dies ebenfall dies auf eine geringe Aschequalität hin. In diesem Fall enthält die Asche einen zu großen Anteil an "totgebrannten" Ausgangsstoffen, welche nur schwer hydratisierbar und somit für die Rückgewinnung von Aufschlußchemikalien ansich unbrauchbar sind. Im Beispiel eines nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochers tritt in diesem Fall totgebranntes, nicht aktives Magnesiumoxid MgO auf, welches sich nicht mehr in Wasser zur basischen Komponente für die Kochflüssigkeit auflösen läßt. Bei dieser Ausführungsform wird somit die Maßzahl der Aschequalität Q unter Zuhilfenahme eines Meßwertes für die Ascheweiße B und eines Labormeßwertes für den Gehalt an hydratisierbarem MgOa ("Aktiv-Magnesiumoxid") nachgebildet.According to an embodiment already shown in FIG 3 the ash analyzer AA forms the measure of the ash quality Q after with the help of a measured value for the ash white B and a laboratory measurement for the content of hydratable Starting materials for the recovery of the digestion chemicals in the ashes. For the ash quality, too Ash white is an important factor. For example, is their value low, the ash contains too much unburned Carbon. The then gray color of the ashes indicates for incomplete combustion. The invention In this case, the operating device is optimized by adaptation the setpoint d * via the setpoint generator TO and / or the actual value d for the droplet size via the control device RE the combustion conditions. In another case it is the value the ash white B very large, this also indicates this a low ash quality. In this case, the Ash too large a proportion of "dead burned" raw materials, which are difficult to hydrate and therefore for the Recovery of digestion chemicals are in themselves unusable. In the example of a cellulose stove operated according to the bisulfite process in this case, burnt, inactive Magnesium oxide MgO, which is no longer in water can dissolve basic component for the cooking liquid. At this embodiment thus becomes the measure of the ash quality Q with the help of a measured value for the ash white B and a laboratory measurement for the content of hydratable MgOa ("Active magnesium oxide") reproduced.

Bei einer weiteren Ausführungsform der Erfindung enthält der Ascheanalysator AA einen Funktionsgeber F, der die Maßzahl der Aschequalität Q mittels der Beziehung Q = K8*B + K9*MgOa nachgebildet, mit

K8, K9:
Verstärkungsfaktoren
B :
Istwert Ascheweiße
MgOa :
Gehalt an hydratisierbaren Ausgangsstoffen für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien.
In a further embodiment of the invention, the ash analyzer AA contains a function generator F which determines the measure of the ash quality Q by means of the relationship Q = K8 * B + K9 * MgOa replicated with
K8, K9:
Gain factors
B:
Actual ash white
MgOa:
Content of hydratable raw materials for the recovery of the digestion chemicals.

Die Verstärkungsfakoren K8, K9 sind wiederum abhängig von der jeweiligen Gestaltung der Verbrennungsanlage LVA und des Ascheanalysators AA. Sie werden in der Regel bei Inbetriebnahme der Anlage experimentell bestimmt.The gain factors K8, K9 are in turn dependent on the respective design of the LVA incineration plant and the ash analyzer AA. They are usually used when the System determined experimentally.

Bei einer weiteren, in FIG 3 ebenfalls bereits dargestellten Ausführungsform werden dem Ascheanalysator AA weitere Meßwerte zugeführt, um die Maßzahl für die Aschequalität Q mit einer noch größeren Genauigkeit bestimmen zu können. Als weitere Hilfsgrößen können hier neben dem Meßwert für die Ascheweiße B ein Meßwert für die Aschedichte DA und/oder ein Meßwert für das Atommassenverhältnis u der Asche und/oder ein Meßwert für den pH-Wert der Asche berücksichtigt werden. Die Ascheweiße, das Atommassenverhältnis bzw. der pH-Wert sind unter Umständen meßtechnisch leichter zu erfassen als der Labormeßwert für den Gehalt an hydratisierbaren Ausgangsstoffen MgOa für die Rückgewinnung der Aufschlußchemikalien. Aus diesem Grund kann der Summand K9*MgOa in Gleichung 3 unter Zuhilfenahme eines der zusätzlichen Meßwerte bzw. einer Funktion aus denselben ersetzt werden. In a further embodiment, which has also already been shown in FIG. 3, the ash analyzer AA is supplied with further measured values in order to be able to determine the measure of the ash quality Q with even greater accuracy. In addition to the measured value for the ash white B, a measured value for the ash density D A and / or a measured value for the atomic mass ratio u of the ash and / or a measured value for the pH value of the ash can be taken into account as further auxiliary variables. The ash whiteness, the atomic mass ratio or the pH value may be easier to measure than the laboratory measured value for the content of hydratable starting materials MgOa for the recovery of the digestion chemicals. For this reason, the summand K9 * MgOa in equation 3 can be replaced with the aid of one of the additional measured values or a function thereof.

Die Maßzahl für die Aschequalitat Q kann somit auch mittels einer der nachfolgenden Beziehungen nachgebildet werden: Q = K8*B + K10*DA Q = K8*B + K11*u Q = K8*B + K12*pH Q = K8*B + (K10*DA + K11*u + K12*pH) mit

K8, K10...K12:
Verstärkungsfaktoren
DA :
Istwert Aschedichte
u :
Atommassenverhältnis Asche
pH :
pH-Wert-Asche.
The measure for the ash quality Q can therefore also be simulated using one of the following relationships: Q = K8 * B + K10 * D A Q = K8 * B + K11 * u Q = K8 * B + K12 * pH Q = K8 * B + (K10 * D A + K11 * u + K12 * pH) With
K8, K10 ... K12:
Gain factors
D A :
Actual ash density
u:
Atomic mass ratio ash
pH:
pH ash.

Auch in diesem Fall sind die Verstärkungsfaktoren K8, K10...K12 anlagenabhängig, und werden in der Regel bei deren Inbetriebnahme experimentell ermittelt. Im Beispiel der FIG 3 ist im Ascheanalysator AA zur Bestimmung des pH-Wertes der Asche AS ein Mischer M vorgesehen, welcher einen Teil der vom Elektrofilter EF bereitgestellten Asche AS mit Wasser vermischt. Die Meßgeber zur Bestimmung des Atommassenverhältnisses u, der Aschedichte DA, der Ascheweiße B und des pH-Wertes sind im Blockschaltbild der FIG 3 vor und nach dem Mischer M symbolisch dargestellt.In this case too, the gain factors K8, K10 ... K12 are system-dependent and are usually determined experimentally when they are put into operation. In the example of FIG. 3, a mixer M is provided in the ash analyzer AA for determining the pH value of the ash AS, which mixer mixes some of the ash AS provided by the electrostatic filter EF with water. The sensors for determining the atomic mass ratio u, the ash density D A , the ash white B and the pH are shown symbolically in the block diagram in FIG. 3 before and after the mixer M.

Das Atommassenverhältnis u der Asche wird in der Regel durch eine radioaktive Messung der Atomabsorptionskoeffizienten bestimmt. Im Beispiel eines nach dem Bisulfit-Verfahren betriebenen Zellstoffkochers gibt der Wert u den auf den Kohlenstoff- bzw. Sauerstoffgehalt bezogenen Wert des Magnesiumgehaltes in der Asche an. Es gelten somit die Beziehungen u = MgC bzw. u = Mg OZ The atomic mass ratio u of the ash is usually determined by radioactive measurement of the atomic absorption coefficients. In the example of a pulp cooker operated according to the bisulfite process, the value u indicates the value of the magnesium content in the ash based on the carbon or oxygen content. The relationships therefore apply u = Mg C. respectively. u = Mg O Z.

Mit Hilfe der Figuren 4 und 5 werden schließlich weitere vorteilhafte Ausführungsformen für die Zerstäubungs- und Viskositätsregelungen in der erfindungsgemäße Betriebsvorrichtung näher erläutet.Finally, with the help of Figures 4 and 5 advantageous embodiments for the atomization and Viscosity regulations in the operating device according to the invention explained in more detail.

FIG 4 zeigt eine vorteilhafte Ausführungsform einer Zerstäubungsregelung ZR in der Regeleinrichtung RE der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung. Diese enthält einen Differenzdruckregler RP, dem der Differenzdruck dP zwischen der Zuführung der bevorzugt eingedickten und vorgewärmten Ablauge SLDV und des Zerstäuberdampfes ZDZ zur Zerstäuberdüse ZD als Istwert bereitgestellt wird. Der Zerstäuberdampf wird dabei als Hilfsmedium zur Zerstäubung der Ablauge zugeführt. Durch Regelung des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung ZDZ kann der Zerstäubungsgrad und damit die Tröpfchengröße d der zerstäubten Ablauge beeinflußt werden. Hierzu gibt der Differenzdruckregler RP ein Stellsignal XZD zur Einstellung des Druckes in der Zerstäuberdampfzuführung ZDZ für die Zerstäuberdüse ZD ab. Im Beispiel des FIG 4 wird das Stellsignal XZD in der Prozeßebene PZ einem Stellventil ST2 in der Zuführung für den Zerstäuberdampf ZDZ zugeführt.4 shows an advantageous embodiment of an atomization control ZR in the control device RE of the operating device according to the invention. This contains a differential pressure regulator RP, to which the differential pressure dP between the supply of the preferably thickened and preheated waste liquor SLDV and the atomizer vapor ZDZ to the atomizer nozzle ZD is provided as an actual value. The atomizer vapor is supplied as an auxiliary medium for atomizing the waste liquor. The degree of atomization and thus the droplet size d of the atomized waste liquor can be influenced by regulating the pressure in the atomizer vapor supply ZDZ. For this purpose, the differential pressure regulator RP emits an actuating signal X ZD for setting the pressure in the atomizer vapor supply ZDZ for the atomizer nozzle ZD. In the example of FIG. 4, the control signal X ZD is fed to a control valve ST2 in the supply for the atomizer vapor ZDZ in the process level PZ.

Die Zerstäubungsregelung ZR weist zusätzlich einen Differenzdrucksollwertbildner SP auf, der den Sollwert dP* für den Differenzdruckregler RP mittels einer positiv-linearen Kennlinie aus dem Istwert des Massenstromes m ˙ der Ablauge nachbildet. Dabei nimmt zum einen die Steigung der Kennlinie bei einer Zunahme des Istwertes der Aschequalität Q ab. Zum anderen wird die Kennlinie bei einer Zunahme des Sollwertes d* der Tröpfchengröße parallel nach unten verschoben. Auch hier dient die Berücksichtigung des Sollwertes d* der Tröpfchengröße und des Istwertes der Aschequalität Q zum Ausgleich von Störungen. Im Beispiel der FIG 4 sind der Differenzdrucksollwertbildner SP und der Differenzdruckregler RP in einer sogenannten Prozeßleitebene PL angeordnet. Sie können entweder in Form von diskreten Bauelementen bzw. Bausteinen ausgeführt sein, bzw. im programmtechnischer Form in einem rechnergestützten Prozeßleitsystems realisiert sein. Die Signale XZD und dP werden bevorzugt über Ein- und Ausgabeschnittstellen EAS zwischen der Prozeßebene PZ und der Prozeßleitebene PL ausgetauscht.The atomization control ZR additionally has a differential pressure setpoint generator SP, which simulates the setpoint dP * for the differential pressure controller RP using a positive-linear characteristic curve from the actual value of the mass flow m ˙ of the waste liquor. On the one hand, the slope of the characteristic curve decreases as the actual value of the ash quality Q increases. On the other hand, the characteristic curve is shifted downwards in parallel when the setpoint value d * of the droplet size increases. Here too, taking into account the target value d * of the droplet size and the actual value of the ash quality Q serves to compensate for disturbances. In the example in FIG. 4, the differential pressure setpoint generator SP and the differential pressure controller RP are arranged in a so-called process control level PL. They can either be designed in the form of discrete components or building blocks, or in the form of a program in a computer-aided process control system. The signals X ZD and dP are preferably exchanged between the process level PZ and the process control level PL via input and output interfaces EAS.

In FIG 5 ist schließlich eine vorteilhafte Ausführungsform für eine Viskositätsregelung VR in der Regeleinrichtung RE der erfindungsgemäßen Betriebsvorrichtung dargestellt. Diese enthält einen überlagerten Viskositätsregler RV, dem die Viskosität n der bevorzugt eingedickten und vorgewärmten Ablauge SLDV nach Durchlaufen des Vorwärmes VW als Istwert zugeführt wird. Der Viskositätsregler RV gibt einen Sollwert T* für die Temperatur T der vorzuwärmenden Ablauge ab. An den überlagerten Viskositätsregler RV schließt sich ein unterlagerter Ablaugentemperaturregler RT an. Diesem wird der Sollwert T* für die Temperatur T der vorgewärmten Ablauge SLDV vom Viskositätsregler RV und die Temperatur T der Ablauge nach Durchlaufen des Vorwärmes VW als Istwert zugeführt. Der Ablaugentemperaturregler RT bildet schließlich das Stellsignal XHD für den Druck in der Heizdampfzuführung HD zum Vorwärmer VW. Im Beispiel der FIG 5 wird das Stellsignal XHD in der Prozeßebene PZ einem Stellventil ST1 in der Heizdampfzuführung HD zugeführt.Finally, FIG. 5 shows an advantageous embodiment for a viscosity control VR in the control device RE of the operating device according to the invention. This contains a superimposed viscosity regulator RV, to which the viscosity n of the preferably thickened and preheated waste liquor SLDV is fed as an actual value after passing through the preheater VW. The viscosity regulator RV issues a setpoint T * for the temperature T of the waste liquor to be preheated. A subordinate leaching temperature controller RT connects to the higher-level viscosity controller RV. The target value T * for the temperature T of the preheated waste liquor SLDV from the viscosity regulator RV and the temperature T of the waste liquor after passing through the preheater VW are supplied as actual values. The exhaust temperature controller RT finally forms the control signal X HD for the pressure in the heating steam supply HD to the preheater VW. In the example of FIG. 5, the control signal X HD in the process level PZ is fed to a control valve ST1 in the heating steam supply HD.

Die Viskositätsregelung VR enthält zudem einen Viskositätssollwertbildner SV, der den Sollwert n* für den überlagerten Viskositätsregler RV mittels einer negativ-linearen Kennlinie aus dem Istwert des Massenstromes m ˙ der Ablauge SLD nachbildet. Der Sollwertgeber ist dabei so ausgelegt, daß die Steigung der Kennlinie bei einer Zunahme des Istwertes der Dichte D der Ablauge abnimmt, und die Kennlinie bei einer Zunahme des Sollwertes d* der Tröpfchengröße parallel nach oben verschoben wird. Auch hier dient wiederum die Berücksichtung des Sollwertes d* für die Tröpfchengröße und des Istwertes der Dichte D der Ablauge zur Kompensation von Störungen.The VR viscosity control also contains a viscosity setpoint generator SV, the setpoint n * for the superimposed RV viscosity regulator using a negative linear characteristic simulates the waste liquor SLD from the actual value of the mass flow. The setpoint generator is designed so that the slope of the Characteristic curve with an increase in the actual value of the density D of the waste liquor decreases, and the characteristic curve when the setpoint increases d * of droplet size shifted upwards in parallel becomes. Here too, the setpoint is taken into account d * for the droplet size and the actual value of the density D the waste liquor to compensate for disturbances.

Der Istwert der Viskosität n der dem Vorwärmer VW zugeführten Ablauge SLD kann zum einen meßtechnisch erfaßt werden. Bei einer anderen, in FIG 5 bereits dargestellten Ausführungsform kann der Viskositätswert n auch unter Zuhilfenahme der bereits vorhandenen Meßgrößen nachgebildet werden. Hierzu ist ein Viskositätsistwertbildner IV vorgesehen, der den Istwert n der Viskosität der Ablauge SLDV nach Durchlaufen des Vorwärmers VW mittels einer negativ-linearen Kennlinie aus dem Istwert der Temperatur T der vorgewärmten Ablauge SLDV nachbildet. Der Istwertbildner ist dabei so ausgelegt, daß bei einer Zunahme des Istwertes der Dichte D der Ablauge SLD vor dem Vorwärmer VW die Steigung der Kennlinie abnimmt und diese gleichzeitig parallel nach oben verschoben wird.The actual value of the viscosity n of the preheater VW Waste liquor SLD can on the one hand be measured. At another embodiment already shown in FIG. 5 the viscosity value n can also be determined with the help of the existing measurements are reproduced. This is an actual viscosity value generator IV provided that the actual value n of Viscosity of the SLDV waste liquor after passing through the VW preheater by means of a negative-linear characteristic curve from the actual value of the Temperature T of the preheated waste liquor simulates SLDV. The actual value generator is designed so that with an increase in Actual value of the density D of the waste liquor SLD before the preheater VW Slope of the characteristic curve decreases and this at the same time parallel is moved upwards.

Auch im Beispiel der FIG 5 sind der Sollwertgeber SV, der Viskositätsregler RV, der Temperaturregler RT und der Istwertbildner IV in einer Prozeßleitebene PL angeordnet. Sie können entweder in Form von diskreten Bauelementen bzw. Bausteine ausgeführt, bzw. in programmierter Form in einem rechnergestützten Prozeßleitsystem realisiert sein. In the example of FIG 5, the setpoint generator SV, the RV viscosity controller, the RT temperature controller and the actual value generator IV arranged in a process control level PL. she can either be in the form of discrete components or building blocks executed, or in a programmed form in one computer-aided process control system.

BezugszeichenlisteReference list

FIG 1FIG. 1 Blockschaltbild RückgewinnungsanlageBlock diagram of recovery plant KBKB KochsäurebereitungCooking acid preparation MgO,1MgO, 1 Magnesiumoxid, Zudosierung (Frisch-MgO)Magnesium oxide, metering (fresh MgO) SO2,2SO 2 , 2 Schwefeldioxid, Zudosierung (wäßrige Lösung)Sulfur dioxide, dosing (aqueous solution) H2O,3H 2 O, 3 Frischwasser, ZuführungFresh water, feed 44th Abführung fertige KochsäureRemoval of ready cooking acid ZKZK ZellstoffkocherCellulose cooker 55 ProzeßdampfzuführungProcess steam supply 66 HackschnitzelzuführungWood chip feed 77 Abführung ZellstoffExhaustion of pulp SLK,8SLK, 8 Kocherablauge konzentriert, AbführungCooker waste liquor concentrated, exhaust BLBL BlastankBlow tank H2O,9H 2 O, 9 SpülwasserzuführungRinse water supply SLV,10SLV, 10 Kocherablauge verdünnt, AbführungDiluted cooker waste, discharge ZS,11ZS, 11 fertiger Zellstoff, Abführungfinished pulp, discharge EDED EindampferEvaporator 1212th HeizdampzuführungHeating steam supply SLD,13SLD, 13 Kocherablauge verdickt, AbführungCooker waste liquor thickened, discharge LVALVA AblaugenverbrennungsanlageWaste incineration plant 1414 ProzeßdampfabführungProcess steam removal KAG,15KAG, 15 Kesselverbrennungsprodukte (Rauchgas+Asche), AbführungBoiler combustion products (flue gas + ash), discharge EFEF Elektrofilter zur AscheabscheidungElectrostatic precipitator for ash removal AS(MgO),16AS (MgO), 16 Asche (Magnesiumoxid), AbführungAsh (magnesium oxide), exhaustion AG,17AG, 17th aschefreies Rauchgas, Abführungash-free flue gas, exhaust WW Wäscher zur Auswaschung wasserlöslicher Bestandteile des AbgasesScrubber for washing out water-soluble components of the exhaust gas H2O,18H 2 O, 18th Waschwasser, ZuführungWash water, feed GAG,19GAG, 19th gereinigtes Restabgas, Abführungcleaned residual exhaust gas, discharge KK Kaminstack ASL,20ASL, 20th wässrige SO2-MgO-Lösung, Abführung aqueous SO 2 -MgO solution, discharge FIG 2 / FIG 3FIG 2 / FIG 3 SLDSLD eingedickte Ablaugethickened waste liquor dd Istwert Tröpfengröße (nicht meßbar)Actual droplet size (not measurable) TOTO Sollwertbildner für TröpfchengrößeSetpoint generator for droplet size Meßgrößen vom Eingang AblaugenverbrennungskesselMeasured variables from the entrance to the waste liquor combustion boiler m ˙m ˙ Massenstrom AblaugeMass flow waste liquor DD Dichte AblaugeDense lye HoHo Heizwert Ablauge (Labormeßwert)Calorific value waste liquor (laboratory measured value) Meßgrößen vom Ausgang AblaugenverbrennungskesselMeasured variables from the output of the waste liquor combustion boiler TF T F FeuerraumtemperaturFurnace temperature QQ AschequalitätsmaßzahlAsh quality measure COCO KohlenmonoxidgehaltCarbon monoxide content NOx NO x StickoxidgehaltNitrogen oxide content AusgangsgrößeOutput size d*d * Sollwert für (optimale) TröpfchengrößeTarget value for (optimal) droplet size RERE Regeleinrichtung für TröpfchengrößeDroplet size control device XX Stellsignal (allgem.) am Ausgang (FIG 2)Control signal (general) at the output (FIG 2) VRVR ViskositätsregelungViscosity control VWVW AblaugenvorwärmerExhaust preheater TT Istwert Temperatur vorgewärmte, eingedickte AblaugeActual temperature preheated, thickened waste liquor XHD X HD Stellsignal für Heizdampfzuführung AblaugenvorwärmerControl signal for heating steam supply, preheater SLDVSLDV vorgewärmte, eingedickte Ablaugepreheated, thickened waste liquor ZRZR ZerstäubungsregelungAtomization scheme ZDZD einstellbar Zerstäuberdüseadjustable atomizer nozzle LVKLVK AblaugenverbrennungskesselWaste liquor combustion boiler ZDZZDZ ZersträuberdampfzuführungAtomizer steam supply dPdP Differenzdruck Zerstäuberdampf/Ablauge Differential pressure atomizer vapor / waste liquor XZD X ZD Stellsignal für Zerstäuberdampfzuführung ZerstäuberdüseControl signal for atomizer vapor supply atomizer nozzle EFEF ElektrofilterElectrostatic precipitator KAGKAG Kesselabgas (Gas+Asche)Boiler exhaust gas (gas + ash) AGAG aschefreies Abgasash-free exhaust gas ASAS Ascheash GAGA AbgasanalysatorExhaust gas analyzer AAAA AscheanalysatorAsh analyzer FF FunktionsgeberFunction generator uu AtommassenverhältnisAtomic mass ratio DA D A AschedichteAsh density BB AscheweißeAsh white pHpH Asche-pH-WertAsh pH MgOaMgOa Gehalt an hydratisierbarem MgO (Aktiv-MgO)Hydrolyzable MgO content (active MgO) QQ AschequalitätsmaßzahlAsh quality measure MM Mischermixer FIG 4FIG 4 Viskositätsregelung VRViscosity control VR SVSV ViskositätssollwertbildnerViscosity setpoint generator n,n*n, n * Ist- und Sollwert Viskosität AblaugeActual and setpoint viscosity waste liquor RVRV überlagerter Viskositätsreglersuperimposed viscosity regulator IVIV ViskositätsistwertbildnerActual viscosity value generator T,T*T, T * Ist- und Sollwer Temperatur AblaugeActual and setpoint temperature waste liquor RTRT unterlagerter Ablaugentemperaturreglersubordinate exhaust temperature controller ST1ST1 Stellventil für Heizdampf AblaugenvorwärmerControl valve for heating steam and preheater HDHD HeizdampfzuführungHeating steam supply PLPL ProzeßleitebeneProcess control level PZPZ Prozeßebene Process level EASEAS Ein- und AusgabeschnittstellenInput and output interfaces FIG 5FIG 5 Zerstäubungsregelung ZRAtomization regulation ZR dP,dP*dP, dP * Ist- und Sollwert DifferenzdruckActual and setpoint differential pressure SPSP DifferenzdrucksollwertbildnerDifferential pressure setpoint generator RPRP DifferenzdruckreglerDifferential pressure regulator ZDZD ZerstäuberdampfzuführungAtomizer steam supply ST2ST2 Stellventil für Zerstäuberdampf ZerstäuberdüseControl valve for atomizing steam atomizing nozzle

Claims (15)

  1. Operating method for the combustion of waste liquors which accumulate in pulp digesters operated according to the bisulphite method, with the waste liquor being atomised with a specifiable droplet size as a function of the ash quality, for which purpose, by altering the differential pressure (dP) between the pressure in the waste liquor and the pressure in the atomising steam, a desired value (d*) for the droplet size can be adjusted, characterised by the following measures:
    the waste liquor combustion takes place within the context of the recovery of digestion chemicals (SO2, MgOa), in particular of active magnesium oxide (MgOa),
    density (D), calorific value (Ho) and mass flow (m ˙) of the waste liquor (SLD, SLDV) are measured as actual values,
    during the atomisation of the waste liquor, the droplet size of the atomised waste liquor is regulated,
    the desired value (d*) for the droplet size is simulated from the actual values of the density (D), the calorific value (Ho) and the mass flow (m ˙) of the waste liquor, in accordance with the relation d* = K1*D + K2*Ho + K3* m with
    K1 ... K3 :
    amplification factors
    D :
    actual value waste liquor density
    Ho :
    actual value waste liquor calorific value and
    m ˙ :
    actual value waste liquor mass flow,
    as a result of which the combustion products (KAG) of the combusted waste liquor (SLDV) contain amounts of hydratable original substances (SO2, MgOa) for the recovery of the digestion chemicals, which amounts are as large as possible.
  2. Combustion plant (LVA) for the waste liquor (SLK, SLV, SLD) of a pulp digester (ZK) operated according to the bisulphite method, for carrying out the method according to claim 1, in which there are
    a1) a recovery plant for the digestion chemicals (1,MgO; 2,SO2) of the pulp digester (ZK) and
    a2) a waste-liquor combustion boiler (ZD, LVK) for the preferably concentrated waste liquor (SLD, SLDV) of the pulp digester (ZK),
    to which there is allocated an operating device having
    b1) a control device (RE) for the droplet size (d) of the waste liquor (SLD, SLDV) atomised in the waste-liquor combustion boiler (LVK),
    b2) means for measuring the actual values of the density (D), the calorific value (Ho) and the mass flow (m ˙) of the waste liquor (SLD, SLDV) at the entrance to the waste-liquor combustion plant (LVA), and having
    b3) a desired-value generator (TO) for the control device (RE), which desired-value generator simulates a desired value (d*) for the droplet size from the actual values of the density (D), the calorific value (Ho) and the mass flow (m ˙), in such a way that the combustion products (KAG) of the combusted waste liquor (SLDV) at the exit of the waste-liquor combustion boiler (LVK) contain amounts of hydratable original substances (SO2, MgOa) for the recovery of the digestion chemicals, which amounts are as large as possible, in which case the relation d* = K1*D + K2*Ho + K3* m applies, with
    K1 ... K3 :
    amplification factors
    D :
    actual value waste liquor density
    Ho :
    actual value waste liquor calorific value and
    m ˙ :
    actual value waste liquor mass flow.
  3. Combustion plant according to claim 2, characterised in that the actual values of the density (D) and the mass flow (m ˙) of the waste liquor are on-line measured values, and the actual value of the calorific value (Ho) of the waste liquor is a laboratory measured value.
  4. Combustion plant according to claim 2, characterised in that at the exit of the waste-liquor combustion plant (LVA), there are additionally means for measuring the actual values of the nitrogen oxide content (NOx) and carbon monoxide content (CO) of the flue gas (AG), the ash quality (Q) and the combustion chamber temperature (TF), and the actual values are additionally supplied to the desired-value generator (TO) for the simulation of the desired value (D*) of the droplet size.
  5. Combustion plant according to claims 2 and 4, characterised in that the desired-value generator (TO) is constructed in such a way that the desired value (d*) for the droplet size is simulated by means of the relation d* = (K1*D + K2*Ho + K3* m ) + (K4*NOx + K5*CO + K6*Q + K7*TF) with
    K4 ... K7 :
    amplification factors
    NOx :
    flue gas nitrogen oxide content
    CO :
    flue gas carbon monoxide content
    Q :
    ash quality, and
    TF :
    actual value combustion chamber temperature.
  6. Combustion plant according to claim 4 or 5, characterised in that the actual values of the nitrogen oxide content (NOx) and carbon monoxide content (CO) and the combustion chamber temperature (TF) are on-line measured values, and the actual value of the ash quality (Q) is a laboratory measured value.
  7. Combustion plant according to one of the preceding claims, characterised in that the control device (RE) for the droplet size (d) contains an atomisation control (ZR), which forms an actuating signal (XZD) for the pressure in an atomiser steam supply (ZDZ) to an atomiser nozzle (ZD) for the waste liquor (SLDV) at the entrance of the waste-liquor combustion boiler (LVK), with the actuating signal (XZD) being formed as a function of the simulated desired value (d*) for the droplet size and as a function of the actual values of the mass flow (m ˙) of the waste liquor, the ash quality (Q) and the differential pressure (dP) between the supply of the waste liquor (SLDV) and the atomiser steam supply (ZDZ).
  8. Combustion plant according to claim 7, characterised in that the atomisation control (ZR) contains
    a) a differential pressure controller (RP), to which the differential pressure (dP) between the supply of the waste liquor (SLDV) to the atomiser nozzle (ZD) and the atomiser steam supply (ZDZ) is supplied as an actual value, and which delivers the actuating signal (XZD) for the pressure in the atomiser steam supply (ZDZ) to the atomiser nozzle (ZD), and
    b) a differential pressure desired-value former (SP), which, by means of a positive-linear characteristic line, simulates the differential pressure desired value (dP*) for the differential pressure controller (RP) from the actual value of the mass flow (m ˙) of the waste liquor (SLDV), with the gradient of the characteristic line decreasing if the actual value of the ash quality (Q) increases, and the characteristic line being shifted in a parallel manner downwards if the desired value (d*) of the droplet sizes increases.
  9. Combustion plant according to one of the preceding claims, characterised in that the control device (RE) for the droplet size (d) contains a viscosity control (VR), which forms an actuating signal (XHD) for the pressure in a heating steam supply (HD) to a pre-heater (VW) for the waste liquor (SLD) at the entrance of the waste-liquor combustion boiler (LVK), with the actuating signal (XHD) being formed as a function of the desired value (d*) for the droplet size and as a function of the actual values of the mass flow (m ˙), the density (D) and the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV).
  10. Combustion plant according to claim 9, characterised in that the viscosity control (VR) contains
    a) a higher-level viscosity controller (RV), to which the viscosity (n) of the waste liquor (SDLV) after passing through the preheater (VW) is supplied as an actual value, and which delivers a desired value (T*) for the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV),
    b) a subordinate waste-liquor temperature controller (RT), to which the desired value (T*) for the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV) from the higher-level viscosity controller (RV) and the actual value of the temperature (T) of the waste liquor (SLDV) after passing through the preheater (VW) are supplied, and which forms the actuating signal (XHD) for the pressure in the heating steam supply (HD) to the preheater (VW) for the waste liquor, and
    c) a viscosity desired-value former (SV), which, by means of a negative-linear characteristic line, simulates the viscosity desired value (n*) for the higher-level viscosity controller (RV) from the actual value of the mass flow (m ˙) of the waste liquor (SLD, SLDV), with the gradient of the characteristic line decreasing if the actual value of the density (D) of the waste liquor increases, and the characteristic line being shifted in a parallel manner upwards if the desired value (d*) of the droplet sizes increases.
  11. Combustion plant according to claim 10, characterised in that there is provided a viscosity actual-value former (IV), which, by means of a negative-linear characteristic line, simulates the actual value (n) of the viscosity of the waste liquor (SLDV) after passing through the preheater (VW) from the actual value of the temperature (T) of the preheated waste liquor (SLDV), with the gradient of the characteristic line decreasing if the actual value of the density (D) of the waste liquor (SLD) before the preheater (VW) increases and being simultaneously shifted in a parallel manner upwards.
  12. Combustion plant according to one of the claims 5 to 12, characterised in that an ash analyser (AA) simulates the dimension of the ash quality (Q) from a measured value for the ash whiteness (B) and a laboratory measured value for the content of hydratable original substances (MgOa) in the ash.
  13. Device according to claim 12, characterised in that the ash analyser (AA) contains a function generator (F), which simulates the dimension of the ash quality (Q) by means of the relation Q = K8*B + K9*MgOa with
    K8, K9 :
    amplification factors
    B :
    actual value ash whiteness.
  14. Combustion plant according to claim 12, characterised in that the ash analyser (AA) simulates the dimension of the ash quality (Q) from a measured value for the ash whiteness (B), and a measured value for the ash density (DA), and/or a measured value for the atomic mass ratio (u) of the ash, and/or a measured value for the pH-value (pH) of the ash.
  15. Combustion plant according to claim 14, characterised in that the ash analyser (AA) contains a function generator (F), which simulates the dimension of the ash quality (Q) by means of one of the relations Q = k8*B + K10*DA Q = k8*B + K11*u Q = k8*B + K12*pH Q = k8*B + (K10*DA + K11*u + K11*pH) with
    K10...K12 :
    amplification factors
    DA :
    actual value ash density
    u :
    ash atomic mass ratio and
    pH :
    ash pH-value.
EP92111021A 1991-07-02 1992-06-30 Combustion plant for the spent liquor of a pulp digester with a control device for the drop size of the sprayed liquor Expired - Lifetime EP0521443B1 (en)

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